Estudo do uso da liga Ti-50,67at%Ni com efeito de memória de forma na minimização de perdas de pré-carga axial em juntas fixadas por parafusos

Roberto Tadeu Minetto

Estudo do Uso da Liga Ti-50,67at%Ni com

Efeito de Memória de Forma na Minimização

de Perdas de Pré-Carga Axial em Juntas

Fixadas por Parafusos

Área de Concentração: Materiais

Orientador: Professor Jorge Otubo

Campinas 2010

Tese apresentada ao Curso de Mestrado da Faculdade de Engenharia Mecânica da Universidade Estadual de Campinas, como requisito para a obtenção do título de mestre profissional

ii

FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA

BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA E ARQUITETURA - BAE - UNICAMP

M662e

Minetto, Roberto Tadeu

Estudo do uso da liga Ti-50,67at% Ni com efeito de memória de forma na minimização de perdas de pré-carga axial em juntas fixadas por parafusos / Roberto Tadeu Minetto. Campinas, SP: [s.n.], 2010.

Orientador: Jorge Otubo.

Dissertação de Mestrado (Profissional) -

Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica.

1. Efeito da memória de forma. 2. Ligas de níquel-titânio. 3. Parafusos. I. Otubo, Jorge. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia Mecânica. III. Título.

Título em Inglês: Study on the use of Ti-50,67at%Ni alloy with shape memory effect to minimize the axial pre-load loss in bolted joints Palavras-chave em Inglês: Shape memory alloy, Nickel-titanium alloys, Bolts Área de concentração: Materiais

Titulação: Mestre em Engenharia Automobilística

Banca examinadora: Airton Nabarrete, Vinicius Andre Rodrigues Henriques Data da defesa: 27/07/2010

iv

À minha querida filha Rafaela e minha amada esposa Marjorie, com muito amor, dedico este trabalho.

v

Agradecimentos

Aos meus pais pelo papel fundamental à minha formação pessoal e profissional; pelo apoio e incentivo de sempre;

À minha esposa Marjorie pelo incentivo para realização deste trabalho e por ter compreendido minha ausência durante todo o período deste curso;

À minha filha Rafaela por ter renovado minha esperança na vida;

Ao professor e orientador desse trabalho, Professor Jorge Otubo pelos ensinamentos que permitiram o entendimento para a realização desta tese;

Ao Sr. Odair Doná Rigo do CTM, Clayton Paspardelli e Celso Antonio Barbosa da Villares Metals SA pela elaboração da liga;

Ao Michel Gustave Bex (in memoriam), Miriam Matile, Ari Tereran e funcionários da Multialloy Metais e Ligas Especiais Ltda pelo apoio no projeto Ligas com Efeito de Memória de Forma;

Aos Senhores Andre da Silva Antunes, Julio Cesar Santos e Heide Heloisi Bernadi do ITA pela preparação de amostras e ensaios mecânicos;

Ao CNPq, FAPESP, FINEP e AEB pelo apoio financeiro nos projetos de desenvolvimento de ligas com efeito de memória de forma;

Aos professores e colegas da Unicamp pela grande ajuda na realização deste trabalho; À MWM International Motores por disponibilizar toda a infra-estrutura dos laboratórios para a realização dos ensaios destinados à este trabalho.

vi

“Nós devemos ser a mudança que queremos ver no mundo”

vii

Resumo

Idealmente, as juntas rigidamente fixadas por parafusos deveriam manter as forças de aperto aplicadas em cada parafuso até o final da vida útil e com um mínimo de variação entre os parafusos de um mesmo conjunto. No entanto, ensaios mecânicos comprovam que a dispersão das forças de aperto, nos processos atuais de fixação do cabeçote de cilindros, é muito grande e que a perda de pré-carga pode chegar a 30%. Ou seja, se aplica 100 kN e ter-se-á efetivamente 70 kN de força resultante após algumas horas de utilização. Esta perda é devido à acomodação (relaxamento) dos picos de usinagem da rosca e da face de assentamento da cabeça do parafuso, das deformações plásticas dos componentes envolvidos, do "endireitamento" parafuso, da velocidade do fuso de aperto, etc. Como o sistema de aperto convencional não usa arruela entre o parafuso e o cabeçote, a proposta deste projeto foi estudar o uso da liga Ti-50,67at%Ni com efeito de memória de forma (superelástico) para a utilização na confecção desta arruela. Uma vez montada no conjunto, a arruela estará sujeita a uma carga de compressão, e, devido ao efeito da memória de forma, o componente tenderá a voltar à forma original minimizando ou mesmo eliminando a perda de carga sofrida pelos parafusos usados na montagem.

viii

Abstract

Gaskets rigidly attached by bolts should keep the applied forces to each bolt until the end of its life and presenting a small force variation among the bolts of the same set. However, mechanical tests confirms that the bolt forces dispersion, in the current cylinder head fixation process, is large and the pre load loss reach 30 per cent. It means that if we apply 100 kN, we are going to have 70 kN of resultant bolt forces after few hours of running tests. This loss is caused by machining peaks accommodation in the thread contact and bolt head seating, plastic deformation (thermal and mechanical) of the involved components, bolts beating and others important aspects of bolt torque strategy. As the current system does not use flat washers between the bolt head and cylinder head bosses this project purposes to study the use of Ti-50,67at%Ni alloy, with shape memory effect (superelasticity) , for fabricating this washer. When assembled in the set, the washer will suffer a compressive load and because of the shape memory effect, the component will try to return to the original form, minimizing or even eliminating the pre load loss by bolts used to set.

ix

Lista de figuras

Figura 1 – Representação esquemática do processo de deformação associado com EMF

(Wayman, 1983) 04

Figura 2 – Figura ilustrativa do Efeito Memória de Forma em ligas Níquel titânio

(Otsuka, 2002) 05

Figura 3 – Figura ilustrativa do efeito superelástico em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002) 06 Figura 4 – Curva de tensão em função da deformação para um material que apresenta

pseudo-elasticidade. 07

Figura 5 – Curva genérica de força aplicada em função do ângulo de aperto 09 Figura 6 – Curva exemplificando a técnica de aperto por limite de escoamento 16 Figura 7– Curva exemplificando a técnica de aperto por ângulo de torção. 17

Figura 8 – Parafuso M15x2 instrumentado com strain gage 19

Figura 9 – Características geométricas para utilização do parafuso na leitura de

alongamento no equipamento de ultrassom. 20

Figura 10 – Equipamento determinador de torque tensão – DTT 21

Figura 11 – Equipamento de ultrassom – Bolt Gage 3 21

Figura 12 – Caminho da onda de ultrassom até o final do parafuso 22 Figura 13 – Vista superior do cabeçote indicando a seqüência de montagem dos

26 parafusos do cabeçote (do centro para fora) do motor I6 23 Figura 14 – Ciclo de teste em procedimento de termochoque que é utilizado para

validação de juntas de cabeçote 24

Figura 15 – Lingote de partida – 90 mm de diâmetro 25

Figura 16 – Lingote de partida – aquecimento a 850°C/1h para laminação a quente 25

Figura 17 – Laminação a quente da barra 25

Figura 18 – Barras laminadas, diâmetro de 15mm. 26

Figura 19 A e B – Fotos do ensaio de compressão da liga VIM 51em temperatura

ambiente 26

Figura 20 – Máquina de tração e compressão BLH com capacidade de 2000kN

Medidor de deslocamento Vishay e células de carga da HBM 27

x

Figura 22 – Ilustração do dispositivo para avaliação da minimização das

perdas de pré-carga pela arruela construída com material superelástico 29 Figura 23 – Ilustração do dispositivo indicando o alongamento do parafuso

e a compressão da arruela 30

Figura 24 – Aparelho Lynx ADS 2000 para aquisição das forças de aperto 30 Figura 25 – Perda de pré-carga ao longo do tempo - Amostra de um parafuso

referente a um motor de 9,3 litros 32

Figura 26– Curva característica força x alongamento do parafuso 33 Figura 27 – Curva característica força x alongamento percentual do parafuso 33 Figura 28 – Força x deformação da liga VIM 51 feito a temperatura ambiente até carga

de 75 kN 36

Figura 29 – Força x deformação da liga NiTi em temperatura ambiente até 105 kN 37

Figura 30 – Desenho da arruela tipo carretel 38

Figura 31 – Arruela em NiTi 38

Figura 32 – Gráfico de deformação (µstrain em função do tempo) para arruela e o

parafuso com o comportamento da arruela na recuperação da perda de pré-carga 39

Figura 33 – Gráfico de força e deslocamento 40

Figura 34 – Ensaio de compressão na amostra 2 - 750ºC/450°C – LVDT x strain gage 42 Figura 35 – Ensaio de compressão na amostra um solubilizada a 750ºC por uma hora 43 Figura 36– Ensaio de compressão na amostra 3 solubilizada a 750°C por 1 hora

e envelhecida a 500°C por 30 minutos 44

Figura 37 – Ensaio de compressão na Amostra 4 solubilizada a 750°C por 1 hora

e envelhecida a 550°C por 30 minutos 45

Figura 38 – Ensaio de compressão da Amostra 4 solubilizada a 750°C e envelhecida a 550°C por 30 minutos ensaiada pela segunda vez 46 Figura 39 – Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C

– Força x deformação 47

Figura 40 – Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 750°C

– Tensão x deformação. 48

xi

Figura 42 – Ensaio de compressão da Amostra 6 solubilizada a 850°C Por 1 hora

e envelhecida a 450°C por 30 minutos 50

Figura 43 – Resumo dos ensaios de compressão das amostras solubilizadas a 850°C por 1 hora e da amostra solubilizada e envelhecida a 450°C 51 Figura 44 - Ensaios de tração em fio de diâmetro 3mm da liga VIM 51 variando-se a

temperatura de ensaio 52

Figura 45 – Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida a 450°C por 30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Força x deformação 53 Figura 46 – Ensaio de compressão da Amostra 2 solubilizada a 750°C e envelhecida a 450°C por 30 minutos e ensaiada a uma temperatura de 80°C - Tensão x deformação 54 Figura 47 – Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho

comprada a uma liga ideal - Tensão x deformação 56

Figura 48 – Curva de carregamento e descarregamento da liga utilizada neste trabalho

xii

Lista de tabelas

Tabela 1 - Detalhes do equipamento de ultrassom 22

Tabela 2 - Perda de pré-carga de 26 parafusos do cabeçote do motor D08804640

com 9,3 litros de cilindrada 34

Tabela 3 – Tratamento térmico de solubilização e envelhecimento em novas amostras

xiii

Lista de Abreviações e Siglas

Letras Latinas

AP - área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso

As - Área resistiva do fixador

Da - diâmetro máximo do chanfro da contra-peça

DB - Diâmetro do furo de passagem do parafuso

dk - Diâmetro externo do assentamento da cabeça

Dkm - Raio de atrito teórico da cabeça

dw - diâmetro mínimo plano do assentamento da cabeça do parafuso ou da porca

d2 - Diâmetro primitivo da rosca

d3 - Diâmetro interno da rosca

FA - força externa axial de trabalho;

FM - força tensora de montagem

F_Mmín - mínima força de montagem requerida pela junta;

Fkerf - mínima força residual de compressão na interface da junta quando em trabalho

FSA - parcela da força externa de trabalho (FA) atuante no parafuso

FZ - perda de pré-carga por relaxamento da junta

MA - Torque de montagem

PG - limite de resistência à compressão do material da contra-peça;

P_máx - máxima pressão superficial sob a cabeça do parafuso ou sob a porca P - Passo

RM - Resistência à tração do fixador

Letras Gregas

µg - Coeficiente de atrito na rosca

Φ - fator de carga;

xiv P





Abreviações

EMF - Efeito de memória de forma VIM – Vacum Induction Melt NiTi - Níquel Titânio

xv

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO 01

2 REVISÃO DA LITERATURA 03

2.1.Material com EMF - Efeito de memória de forma 03

2.2.Efeito pseudo-elástico ou pseudo-elasticidade ou superelasticidade 05 2.3. Aplicações de Materiais superelásticos e com efeito memória de forma 07

2.4. Sistemas de fixação – Introdução teórica 08

2.4.1 Cálculo da mínima força tensora de montagem 10

2.4.2 Pressão superficial 11

2.4.3 Métodos de aperto 12

2.4.3.1 Método de aperto controlado por torque 13 2.4.3.2 Método de aperto controlado por torque x ângulo 14 2.4.3.3 Aperto controlado por limite de escoamento 16 2.4.3.4 Aperto por controle do ângulo de torção 17 2.4.4. Variação das forças de aperto em função do processo de aperto 18

3 MATERIAIS E METODOS 18

3.1. Avaliações da perda de pré-carga no processo utilizado atualmente (sem arruela) 19 3.2. Avaliação da minimização da perda de pré-carga no processo novo (com arruela) 24 3.2.1. Dispositivo para realização dos testes de bancada 28

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES 31

4.1 Avaliação das perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material superelástico 31

4.1.1. Durante a montagem 31

4.1.2. Perdas de pré-carga pós o início de funcionamento do motor 32 4.1.3. Perdas de pré-carga total no sistema atual 35 4.2 Avaliação das perdas de pré-carga com a utilização da arruela em material Superelástico 35

4.2.1 Caracterização do material superelástico com a utilização de medidor de

deslocamento LVDT 35

xvi

4.2.3. Caracterização do material com corpos de prova instrumentados

com strain gages 41

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PRÓXIMOS TRABALHOS 57

1 INTRODUÇÃO

A aplicação de materiais inteligentes na indústria automobilística vem sendo muito pesquisada nos últimos anos, principalmente a partir do ano 2000. Suas propriedades mecânicas como forma, rigidez e freqüência podem ser modificadas a partir da aplicação de temperatura ou tensão.

Atualmente mais de cem mil patentes de materiais inteligentes estão sendo requeridas ao redor do mundo, tendo este número dobrado só na última década (Revista SAE, 2009). De acordo com o artigo “Building in smarter materials”, cerca de 16% das patentes focam em materiais ferroelétricos e outros 16% em ligas com efeito de memória de forma e superelasticidade, também conhecidas como materiais inteligentes, cujo tema é foco deste trabalho.

Profissionais de grandes indústrias automobilísticas já estão pesquisando a aplicação deste tipo de material em diversos componentes. De acordo com a Delphi, a grande aposta do segmento está no rápido crescimento de atuadores e sensores para conversão de energia. Já, a General Motors acredita que pode aplicar ligas de níquel titânio na composição de atuadores que movimentam janelas, trinca de fechaduras, limpadores de para brisa. Para a Ford, uma série de componentes vem sendo analisada, no entanto, os pesquisadores apontam o alto custo como um dos obstáculos para sua plena utilização (Revista SAE, 2009).

Imagine corrigir uma pequena batida na porta do seu carro utilizando simplesmente um secador de cabelo. Se o material da porta do veículo for estampado com um material inteligente que tenha o Efeito Memória de Forma (EMF), isto seria perfeitamente possível, já que a porta voltaria à forma original a partir de aquecimento aplicado no local danificado.

As ligas metálicas produzidas com materiais inteligentes têm a capacidade de recuperar a geometria original ou de desenvolver consideráveis forças de restituição ao se restringir sua recuperação por meio da imposição de campo de temperatura ou de tensão. Os materiais inteligentes apresentam uma série de comportamentos termomecânicos particulares entre eles a Superelasticidade e o Efeito Memória de Forma (EMF).

2

A Pseudoelasticidade ou Superelasticidade foi a propriedade que chamou a atenção nestas ligas metálicas por permitir uma deformação recuperável de até 8% (NiTi), acontecendo à temperatura e tensão constantes. Em análise, a recuperação corresponde a uma deformação 40 vezes maior que uma liga de aço convencional.

Atualmente, produtos com Superelasticidade podem ser encontrados na área médica e hospitalar, em implantes, fios ortodônticos, sistema de correção da escoliose, guia-fio para cateteres e em até hastes de óculos. Outros segmentos também já contam com molas e fixadores feitos a partir de ligas de níquel titânio.

O objetivo deste trabalho foi iniciar o estudo do uso da liga Ti-50,67at%Ni com efeito de memória de forma na minimização de perdas de pré-carga axial em juntas fixadas por parafusos. O estudo foi concentrado na avaliação do comportamento da liga Níquel-Titânio em relação às cargas de compressão para a possibilidade de utilização na fixação de cabeçote de cilindros de motores diesel. Além disso, foi feito o levantamento das curvas força x deslocamento e tensão x deslocamento percentual em cargas de compressão de liga Níquel-Titânio (Ti-50,67at%Ni) com diferentes tratamentos térmicos.

3 2 REVISÃO DA LITERATURA

A revisão foi direcionada em materiais que apresentam o Efeito Memória de Forma e Superelasticidade e em sistemas de fixação.

2.1. Material com Efeito de Memória de Forma – EMF

O EMF é a capacidade que certos materiais apresentam de voltarem ao estado ou à forma original com o aquecimento em temperaturas acima de A_F (temperatura de fim da transformação da martensita em austenita) após serem deformados plasticamente no estado martensítico. Ligas convencionais quando deformadas além do seu limite elástico apresentam deformação plástica permanente.

Fisicamente, o EMF está relacionado à transformação martensítica cristalograficamente reversível. Apesar de não ser uma condição necessária, a transformação martensítica associada ao EMF é geralmente termoelástica. Ligas à base de ferro que apresentam o EMF são geralmente do tipo não termoelástico. A figura 1 (Wayman, 1983) mostra esquematicamente todo o processo de transformação. Se um monocristal na fase austenítica for resfriado abaixo da temperatura M_F (temperatura de fim da transformação da austenita em martensita), ele se transformará em até 24 variantes (24 planos de hábito cristalograficamente equivalentes) de martensita auto-acomodante, sem mudança de forma macroscópica. No entanto, se uma tensão (por exemplo, tração) for aplicada, essa multiorientação tenderá a desaparecer resultando em uma martensita de orientação única. Schroeder e Wayman (Schroeder, 1977a), estudando monocristal de Cu-Zn, mostraram que isto era causado pela reorientação das maclas na direção preferencial e também devido à conversão de certas placas de martensita orientadas desfavoravelmente para aquelas orientadas favoravelmente. Isto é, a placa com orientação preferencial cresce à custa de outra com a movimentação da interface martensita-martensita. Como resultado final, das 24 variantes, restará aquela cuja componente de cisalhamento da deformação de forma permita o máximo de alongamento da amostra como um todo na direção do eixo de tração. A recuperação de forma ou a reversão do monocristal de martensita em austenita é obtida com o aquecimento da amostra acima da temperatura A_I (temperatura de início da transformação da martensita em austenita) e na

4

temperatura A_F o ciclo é completo. A esta recuperação de forma é dado o nome de Efeito de Memória de Forma. A figura 2 mostra de forma esquemática este efeito (Otsuka, 2002).

Figura 1 – Representação esquemática do processo de deformação associado com EMF. (Wayman, 1983)

5

Figura 2 – Figura ilustrativa do Efeito Memória de Forma em ligas Níquel titânio (Otsuka, 2002)

2.2. Efeito pseudo-elástico ou pseudo-elasticidade ou superelasticidade

É a capacidade de certos materiais recuperarem a forma original após serem deformados muito além do limite elástico, quando o vínculo é removido (por exemplo, tensão de compressão). Essa deformação recuperável pode chegar a 8% (NiTi) e acontece à temperatura constante. É um efeito elástico não linear presente na maioria das ligas que apresentam transformação martensítica termoelástica. Nessas ligas, se uma tensão mecânica é aplicada em uma temperatura entre M_I e M_D (temperatura máxima na qual a martensita pode ser induzida mecanicamente), portanto na fase austenítica, a martensita elástica pode ser induzida. Essa martensita induzida mecanicamente desaparece quando a tensão é removida. A figura 3 mostra de forma esquemática este efeito. Esse comportamento poderia ser descrito como efeito de memória de forma mecânica. Uma curva típica de comportamento superelástico é mostrada na figura 4 (Schroeder,1979). O gráfico apresenta dois platôs: o superior correspondente à transformação

6

austenita → martensita e o inferior à transformação reversa martensita → austenita. No platô superior são nucleadas placas paralelas de martensita induzida por tensão (formação de uma variante preferencial que permite o máximo de alongamento) que se alongam na direção do eixo de tração/compressão e na região final, eventualmente, coalescem formando um monocristal de martensita. Com o alívio da tensão, a curva segue o platô inferior, nucleando placas paralelas de uma única variante da fase mãe austenítica recuperando a forma original. A recuperação de forma ocorre porque na temperatura de ensaio, a fase estável é a austenítica. Mais detalhes sobre EMF e pseudo-elasticidade podem ser encontrados na referência (Otubo, 1996c)

7 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 0 2 4 6 8 10 T e n sã o ( M P a ) Deslocamento porcentual (%) Tensão x deslocamento percentual

Figura 4 – Curva de tensão em função da deformação para um material que apresenta pseudo-elasticidade.

2.3. Aplicações de Materiais superelásticos e com efeito memória de forma

As aplicações práticas dos materiais com efeito de memória de forma EMF começaram realmente na década de 70 com a descoberta da liga NiTi, mais especificamente o Nitinol (Jackson, 1972). No início, as principais aplicações com essa liga se destinavam ao acoplamento de tubos hidráulicos de aviões, navios e submarinos e confecção de conectores para cabos elétricos. Desde então, o avanço tecnológico tem sido grande e aplicações sofisticadas têm sido desenvolvidas. Na área industrial, além do acoplamento sem solda de tubos (importante nos setores nuclear e naval), vários dispositivos utilizando o EMF e pseudo-elasticidade foram desenvolvidos: grampos, rebites, molas, fixadores, dispositivos para irradiação, controladores de

8

janela de estufa, válvulas de radiador termostáticas, vários dispositivos termomecânicos e termostáticos no setor automotivo, etc. (Humbeeck, J. Van,1992)

2.4. Sistemas de fixação – Introdução teórica (Norma VDI 2230, 2003)

Sempre que um fixador é apertado, uma força de união é gerada por seu alongamento. Ao mesmo tempo ocorre um encurtamento da junta, sempre proporcional à carga aplicada. Para ser apertado o parafuso é rotacionado em torno de seu eixo, deslocando-se angularmente em relação a um referencial fixo. A cada deslocamento angular de 360° no fixador, a soma do alongamento do fixador e do encurtamento da junta é igual ao passo da rosca. A equação abaixo descreve a relação ângulo / força tensora na zona elástica:











P





Esta equação é a aplicação da Lei de Hooke no caso específico de uma junta aparafusada. A relação Força x ângulo tem outras duas fases (assentamento e zona plástica) que não são previstas pela equação (1) e que podem ser observadas na Figura 5 :

Zona I – Assentamento

Zona II – Zona Elástica Proporcional Zona III – Zona Plástica

9

Figura 5 – Curva genérica de força aplicada em função do ângulo de aperto

A força de montagem, na zona de deformação plástica, depende também do rendimento do fixador no estado combinado de tensões. Ao se apertar o fixador, além da geração de força axial, ocorre, por ação da força de atrito na rosca engajada e na superfície de assentamento da cabeça, um momento torçor atuante no fixador, reduzindo sua capacidade de geração de força axial. Denomina-se de rendimento a relação entre a resistência no estado uniaxial (tração) e a resistência no estado combinado de tensões (tração + torção) e pode ser equacionado conforme equações 2 e 3. Rendimento: S M M

R

A

F









A

R

F





10 Onde:

FM = Força tensora de montagem

RM = Resistência à tração do fixador

As = Área resistiva do fixador

O rendimento depende do coeficiente de atrito na rosca, e pode ser calculado de acordo com equação 3 abaixo:





155

,

1

2

2

3

1

4

3

1

1





































g

d

p

d

d







µg = Coeficiente de atrito na rosca

d2 = Diâmetro primitivo da rosca

d3 = Diâmetro interno da rosca

Observando a fórmula acima tem-se que o aumento do coeficiente de atrito na rosca reduz o rendimento do fixador e por conseqüência a capacidade de geração de força tensora no estado combinado de tensões.

2.4.1. Cálculo da mínima força tensora de montagem

Para que se possam dimensionar os parâmetros de aperto de um fixador, seja qual for o método de aperto utilizado, é necessário que se conheça a mínima força de montagem requerida pela junta (FM_mín). Assim, torna-se possível dimensionar um fixador de modo que a mínima força tensora gerada durante a montagem seja superior a esse valor, levando-se em conta a imprecisão

11

do equipamento utilizado no aperto, a técnica de aperto adotada e a dispersão prevista para as propriedades mecânicas, geométricas, químicas e dimensionais dos componentes envolvidos.

Para o cálculo da mínima força de montagem requerida pela junta (FMmín), utiliza-se a

equação 4:





F

F

F

F





1









FMmín = mínima força de montagem requerida pela junta;

Fkerf = mínima força residual de compressão na interface da junta quando em trabalho;

Φ = fator de carga;

FA = força externa axial de trabalho;

FZ = perda de pré-carga por relaxamento da junta;

A partir da equação (4), pode-se concluir que, quanto maior o valor da mínima força residual de compressão na interface da junta quando em trabalho (Fkerf), do fator de carga, da

força externa axial de trabalho (FA) e/ou da perda de pré-carga por relaxamento da junta (FZ),

maior deverá ser a mínima força tensora necessária na montagem (FMmín).

2.4.2. Pressão superficial

Uma das análises necessárias em uma junta aparafusada é o cálculo da máxima pressão superficial na região de contato entre a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou da porca) e a contrapeça, cujo limite de resistência à compressão não poderá ser excedido em momento algum, quer seja na montagem ou em trabalho.

Para o cálculo da máxima pressão superficial, deve-se utilizar a equação 5: (4)

12 G SA M

P

Ap

F

F

P

max







P_máx = máxima pressão superficial sob a cabeça do parafuso ou sob a porca; FM = máxima força tensora de montagem;

FSA = parcela da força externa de trabalho (FA) atuante no parafuso;

PG = limite de resistência à compressão do material da contra-peça;

AP = área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou

da porca).

A área de contato entre a contra-peça e a superfície de apoio da cabeça do parafuso (e/ou da porca) é calculada conforme a equação 6:





4

dw

Da

Ap







Em que:

dw = diâmetro mínimo plano do assentamento da cabeça do parafuso ou da porca;

Da = diâmetro máximo do chanfro da contra-peça.

Em casos onde a contra-peça não possui chanfro, considera-se o diâmetro máximo do furo de passagem do parafuso.

2.4.3. Métodos de aperto

Foram analisados os Métodos de aperto utilizados atualmente, que estão descritos nos itens a seguir:

(5)

13

2.4.3.1 . Método de aperto controlado por torque (Cioto, 2005)

Em um aperto controlado por torque, a força tensora de montagem é totalmente dependente do raio de atrito (DKM), dos coeficientes de atrito entre a rosca do parafuso e a rosca da

contra-peça (µG) e, principalmente, entre as superfícies de assentamento da cabeça do parafuso e da contra-peça (µK).

A equação 7, mostra a relação de torque x força:



























D

d

P

F

M





2

58

,

0

16

,

0

FM = Força tensora de montagem

P = Passo da rosca

d2 = Diâmetro primitivo da rosca

µG = Coeficiente de atrito na rosca

µK = Coeficiente de atrito na cabeça

Dkm = Raio de atrito teórico da cabeça

A análise da expressão 7 leva a concluir que, apertando-se as juntas aparafusadas com torque de valor constante, serão geradas forças tensoras com valores variáveis, pela variação dos fatores µG, µK e DKm.

Os coeficientes de atrito dependem de vários fatores, dentre os quais podem-se destacar a rugosidade das superfícies (superfície fresada, retificada, etc.), o tratamento superficial (zincado, oxidado, fosfatizado, etc.) e lubrificação (oleamento/lubrificante).

O raio de atrito pode ser calculado de acordo com equação 8:

14









3

2

D

d

D

d

D









dk = Diâmetro externo do assentamento da cabeça

DB = Diâmetro do furo de passagem do parafuso

O raio de atrito depende também da geometria da superfície de assentamento da cabeça do parafuso, que pode variar de côncava a convexa. Uma superfície côncava tende a ter um raio de atrito maior que uma superfície convexa de mesma dimensão.

2.4.3.2. Método de aperto controlado por torque x ângulo (Cioto, 2005)

Durante o desenvolvimento das técnicas de montagem modernas, o aperto controlado por torque x ângulo pode ser considerado um enorme avanço em relação ao aperto controlado por torque, na medida em que se reduz a influência dos coeficientes de atrito na força final.

Pela equação (1), pode-se notar que a força de união FM é obtida pela rotação, estando

relacionada somente ao passo e a resiliência dos parafusos e das placas, grandezas de variações desprezíveis numa junta aparafusada. Este fato permite a obtenção de força de união, com alta precisão, durante a montagem com controle por ângulo, quando comparadas aos métodos tradicionais de aperto por controle de torque.

O aperto por controle de ângulo, pelo seu controle indireto do alongamento permite utilizar o parafuso na zona plástica, sem prejudicar as suas propriedades mecânicas, permitindo a geração de elevadas forças tensoras, o que não é possível se o aperto for por controle de torque, pela impossibilidade de se manter sob controle a deformação plástica. Em processos de aparafusamento por controle de torque é recomendável não se utilizar mais que 80% do limite de proporcionalidade do parafuso, enquanto para processos por controle de deslocamento angular pode-se chegar a 110% de Rp0,2 (limite de proporcionalidade).

15

Pelo exposto, com a mudança do método de aperto, as forças tensoras geradas durante o aparafusamento podem ser elevadas em 30% ou até mais, sem qualquer alteração das propriedades mecânicas dos fixadores.

Em um aperto controlado por torque x ângulo existem basicamente duas fases distintas: o torque de assentamento e o ângulo de aperto.

O torque de assentamento torna-se necessário para levar o parafuso até a zona de proporcionalidade entre força e ângulo onde vale a Lei de Hooke, ou seja, para cada incremento de ângulo existe um incremento de força proporcional. Após o torque de assentamento deve ser aplicado um ângulo de giro adicional que pode manter o parafuso ainda na zona elástica ou, como é mais recomendado, atingir a zona plástica. A força gerada no aparafusamento controlada por torque x ângulo depende do atrito na rosca e na cabeça apenas durante torque de assentamento. Com a aplicação do ângulo de aperto, ao atingir a zona plástica, a força tensora passa a ser influenciada novamente pelo coeficiente de atrito na rosca, na medida em que este modifica o rendimento do fixador no estado combinado de tensões. Outra vantagem está no fato de podermos aproveitar a máxima capacidade do parafuso, levando-o à zona de alongamento plástico, com controle sobre a deformação, utilizando a força gerada por encruamento do material do parafuso com segurança.

Como vantagem comparativa em relação ao aperto controlado por tensão de escoamento, o aperto controlado por torque x ângulo pode atingir até 100% da força máxima no estado combinado de tensões, enquanto o aperto controlado por tensão de escoamento trabalha normalmente em uma faixa entre 80% (Rp0.2 = 0,8 para parafusos classe de resistência 8.8) e 93

% da força máxima (Rp0.2 = 0,93 para parafusos classe de resistência 10.9). Como a força de montagem no aperto controlado por tensão de escoamento depende do valor de Rp0.2, que por sua

vez está relacionado à composição química do material e ao tratamento térmico, a dispersão de forças tensoras é geralmente maior neste método em comparação com o aperto controlado por torque x ângulo na zona plástica (entre 94 e 100% da força máxima no estado combinado de tensões).

Com isto, ao ser utilizado o aperto controlado por torque x ângulo na zona plástica, alcançam-se dispersões de força de montagem mínimas, com utilização de parafusos com

16

diâmetros menores aos que seriam utilizados se o aperto fosse controlado por torque ou mesmo por controle de tensão de escoamento. Portanto, ao se utilizar aperto controlado por torque x ângulo, tem-se a possibilidade real de reduzir peso e custo, tanto no parafuso quanto na peça a ser fixada, que em diversos casos tem as suas dimensões alteradas para poder alojar o fixador.

2.4.3.3. Aperto controlado por limite de escoamento (Cioto, 2005)

Para aperto por controle de limite de escoamento, por meio de equipamento eletrônico apropriado, o ponto de aperto é automaticamente identificado. Isto é feito pela medida simultânea do torque e do ângulo de rotação e pelo controle da inclinação da tangente da curva torque /ângulo. Assim que o aperto atingir o limite de escoamento o gradiente cai e a máquina de aperto automaticamente se desliga. Neste método uma força tensora mínima é sempre alcançada.

17 2.4.3.4 . Aperto por controle do ângulo de torção

Um procedimento de aperto foi desenvolvido visando obter informações de cada aperto individual, por meio das análises do ângulo de torção, conforme patente WO 2007 / 028218 A1. Este procedimento prevê por meio da medição do torque e do ângulo de deslocamento em associação ao ângulo de torção a medição de parâmetros que permitem conhecer informações específicas e individuais de cada junta aparafusada, tais como os coeficientes de atrito (µG e µK) e o coeficiente de torque (K), permitindo o conhecimento da correta e precisa força de união no processo de aperto, conhecendo o coeficiente de torque K de cada parafuso. A curva real de uma fixação feita com esta técnica de aperto é apresentada na figura 7.

-100 -50 0 50 100 150 200 250 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 T o r q u e ( N m ) Angulo(º) Torque x angulo Ângulo de torção

18

2.4.4. Variação das forças de aperto em função do processo de aperto

Idealmente, as juntas rigidamente fixadas por parafusos deveriam ter as forças de aperto mantidas em cada parafuso até o final de sua utilização e, com pequenas variações (de força de aperto) entre os parafusos de um mesmo conjunto. No entanto, ensaios comprovam que a variação das forças de aperto, nos processos atuais de fixação, é muito grande conforme indicada a seguir:

 aperto por torque: de +/- 25% a +/- 50 %,

 aperto por torque x ângulo: de +/- 10% a +/- 25%,  aperto por limite de escoamento: de +/- 10% a +/- 25%,  aperto por controle de ângulo de torção: de +/- 5% a +/- 10%.

Além desta variação associada ao processo de aperto, após a aplicação das forças de aperto nas juntas rigidamente fixadas por parafusos, é esperada uma perda de pré-carga de aproximadamente 30%. Ou seja, se se aplica 100 kN ter-se-á efetivamente 70 kN de força resultante após algumas horas de utilização. Esta perda é devido à acomodação dos picos de usinagem da rosca e da face de assentamento da cabeça do parafuso, das deformações plásticas dos componentes envolvidos, do "endireitamento" do batimento do parafuso, da velocidade do fuso de aperto, efeito das forças externas de atuação e dilatação térmica do conjunto.

3 MATERIAIS E METODOS

Com base nas informações apresentadas no capítulo 2 foi possível entender que mesmo com a aplicação dos métodos mais avançados de aperto não se consegue diminuir as perdas de pré-carga após a aplicação da força de aperto.

Espera-se que com o emprego de uma arruela com material superelástico possa-se minimizar ou até eliminar as perdas de pré-carga. A seguir demonstra-se de forma esquemática,

19

como foi avaliada a perda de pré-carga com processo utilizado atualmente e a caracterização do material para a construção da arruela feita com material superelástico.

3.1. Avaliações da perda de pré-carga no processo utilizado atualmente (sem arruela)

Utilizou-se como base de estudo um motor diesel com cilindrada de 9.3 l, com cabeçote de cilindros com 4 válvulas por cilindro, sistema de injeção eletrônico com capacidade máxima de injeção de combustível de 2200 bar e 200 bar de pressão de combustão. Este motor utiliza 26 parafusos M15X2X180 classe de resistência 10.9 modificado com limite de elasticidade mínimo de 1000 N/ mm2, podendo gerar forças de 114kN a 131kN para fixação do cabeçote.

A perda de pré-carga acontece em duas etapas distintas: - Logo após a montagem

- Após o início de funcionamento

A primeira etapa da avaliação da perda de pré-carga foi medida com o motor antes do funcionamento, registrando-se a aplicação da sequência de aperto e a conseqüente aplicação da força. Este acompanhamento foi feito com a instrumentação do parafuso com “strain gage” conforme indicado na figura 8 e a perda de pré-carga foi registrada com o equipamento Lynx ADS 2000, indicado na figura 14. A leitura da força ao longo do tempo foi feita até que as forças de aperto ficassem estáveis. Foi avaliado o parafuso 18 da sequência de aperto indicada na figura 13.

20

A segunda etapa da avaliação da perda de pré-carga foi medida após o funcionamento do motor. Para fazer a medição foi necessário construir a curva característica força x alongamento do parafuso.

Para a construção da curva característica (força x alongamento) do parafuso, as forças de aperto foram aplicadas ao parafuso pelo DTT (figura 10) e os alongamentos correspondentes foram medidos por ultrassom (figura 11). Foi registrado um número significativo de pontos (40 pontos) para o levantamento da curva. Para que o equipamento de ulrassom funcionasse adequadamente foi necessário fazer a usinagem do parafuso de acordo com a figura 8.

Figura 9 – Características geométricas para utilização do parafuso na leitura de alongamento no equipamento de ultrassom.

O DTT é composto por uma célula de carga dupla com monitoração por Strain-Gage, dispositivo para medição de ângulo tipo “Encoder”, motor/redutor Bosch para acionamento do sistema, sistema de movimentação dos motores e sistema de aquisição de dados Spider 8 HBM. A célula de carga possibilita medir a força tensora, o torque total, o torque na cabeça e torque na rosca. Equipada com transdutores tipo strain gages a célula de carga é montada em um cabeçote fixo e projetada para receber uma série de dispositivos especiais (pinças , cones etc. ). O encoder

127 MIN PARA O COMPRIMENTO DE ROSCA

21

é um dispositivo para medição de ângulo de giro do parafuso em ensaio. Mede ângulo pôr disco óptico interno com saída de sinal em formato de “trem de pulsos” .

Figura 10 – Equipamento determinador de torque tensão - DTT

O procedimento para medição com o ultrassom começa basicamente no transmissor que emite os pulsos ao longo do corpo do parafuso, que viajam pelo fluido de ligação entre o transmissor e o parafuso, passam pelo material do corpo do parafuso indo e voltando ao ponto inicial, conforme indicado na figura 12.

Mensurando o tempo necessário para o pulso percorrer o trajeto de ida e voltae utilizando a velocidade do som no material do parafuso, o equipamento calcula o comprimento do parafuso. Na tabela 1 estão indicados os detalhes do equipamento.

22

Figura 12 – Caminho da onda de ultrassom até o final do parafuso

Tabela 1 - Detalhes do equipamento de ultrassom

Princípio Pulsos de ultrassom

Freqüências de trabalho 1 - 15 MHz

Entradas funções alfanuméricas

Compensação temperatura Automática ou manual

Função osciloscópio Identificação do comprimento final do parafuso Calibração Automática com padrão pré ajustado

Capacidade de comprimentos de parafusos 19mm to 11.4m. Resolução digital (.0002mm) (de 19mm até 508mm) (.002mm) (de 19mm até 2.540m) (.02mm) (de 19mm até 11.4m)

A curva força x alongamento foi utilizada para a determinação das forças de aperto exercidas pelo parafuso ao longo do tempo. Mediram-se os alongamentos com o ultrassom e pela curva característica foi levantada a força de aperto do parafuso. A grande vantagem deste método de cálculo de força de aperto é poder acompanhar a variação da força de aperto ao longo dos testes sem a desmontagem do motor. A sequência de montagem dos parafusos no cabeçote esta indicada na figura 13.

23

Figura 13 – Vista superior do cabeçote indicando a seqüência de montagem dos 26 parafusos do cabeçote (do centro para fora) do motor I6

Foram registradas as forças de aperto em função dos alongamentos medidos nos parafusos após 30 minutos de teste de avaliação para a aprovação do motor na linha de montagem. Depois desta avaliação o motor foi submetido a teste de termochoque, cujo ciclo de testes está indicado na figura 14. Este procedimento iniciou-se com o motor em marcha lenta (1000rpm) por 30 segundos sem carga no dinamômetro e apresentou temperaturas da água entre 15°C e 40°C por um tempo de 30 segundos. Após os 30 segundos passou-se a aplicar carga ao motor através de dinamômetro fazendo com que o motor chegasse a plena carga atingindo a temperatura de 110°C. Quando atingido a temperatura de 110°C abriu-se a entrada de água fria no motor, fazendo com que a temperatura caísse até 75°C. Ao atingir os 75°C fechou-se a saída de água fria para que a temperatura subisse novamente até os 110°C. Esta sequência foi repetida até o terceiro pico de 110°C, quando foi retirada a carga do motor até voltar novamente em marcha lenta e a água foi resfriada até atingir temperaturas entre 15°C e 40°C. Os choques térmicos foram realizados no menor tempo possível.

O motor rodou por 100 horas e foram registradas as forças de aperto com 25, 50 e 100 horas de funcionamento. O ciclo de teste termochoque foi aplicado por ser considerado o mais indicado para validação de juntas de cabeçote e analise de forças de aperto dos parafusos. Todas as medições foram feitas com o motor frio.

24

a

Figura 14 – Ciclo de teste em procedimento de termochoque que é utilizado para validação de juntas de cabeçote

3.2. Avaliação da minimização da perda de pré-carga no processo novo (com arruela)

Iniciou-se com a caracterização da arruela com material em superelástico. Os ensaios foram realizados com a liga NiTi: VIM 51 de composição Ti50,67%Ni. A porcentagem é atômica e portanto, levemente rica em níquel. O lingote é oriundo de fusão em forno de indução a vácuo (VIM) feita na Villares Metals SA. A Figura 15 mostra o lingote VIM 51 de 90mm de diâmetro e peso em torno de 20kg. A Figura 16 mostra o lingote sendo aquecido (850°C) para posterior laminação a quente, Figura 17. A Figura 18 mostra as barras laminadas no diâmetro de 30 e 15mm a partir do qual as amostras foram retiradas para os ensaios. A laminação do lingote foi feita na empresa Multialloy Metais e Ligas Especiais Ltda. A análise por DSC dos lingotes de partida indicam que as temperaturas de transformação martensítica são: Mi=55°C, Mf=28°C e Ai=36°C e Af=58°C.

25 Figura 15 – Lingote de partida – 90 mm de diâmetro

Figura 16 – Lingote de partida – aquecimento a 850°C/1h para laminação a quente

26 Figura 18 – Barras laminadas, diâmetro de 15mm.

A arruela com material superelástico foi projetada após a realização dos ensaios de compressão, cujo objetivo foi a construção da curva característica à compressão (força x deslocamento e tensão x deslocamento percentual).

A primeira etapa dos ensaios de compressão foi feita em Máquina de Ensaios Servo-Hidráulica com controlador eletrônico de carga, com capacidade de 25 toneladas e com a utilização do WA T - Transdutor indutivo padrão de deslocamento (LVDT), conforme indicado na figura 19 A e B.

27

Figura 19 A e B – Fotos do ensaio de compressão da liga VIM 51em temperatura ambiente. Estes ensaios foram feitos utilizando-se somente o LVDT para avaliação das deformações dos corpos de prova.

A segunda etapa dos ensaio de compressão foi feita em máquina de tração e compressão BLH com capacidade para 2000 kN pertencente ao Instituto Tecnológico de Aeronáutica. Foram utilizadas duas células de carga de capacidades de 250kN e 500kN e medidor de deslocamento da Vishay, conforme mostrado na figura 20.

Figura 20 – Máquina de tração e compressão BLH com capacidade de 2000kN, medidor de deslocamento Vishay e células de carga da HBM

LVDT

Célula

de carga

28

Nos ensaios da segunda etapa os corpos de prova foram instrumentados com strain gages conforme mostrado na figura 21.

Figura 21 – Corpos de prova com strain gage colado

3.2.1. Dispositivo para realização dos testes de bancada

Com objetivo de avaliar a minimização da perda de pré-carga foi projetado o dispositivo mostrado na figura 22. O dispositivo permitiu ter o controle do comprimento alongado do parafuso através das placas A e B, ou seja, ao se deslocar a placa “A” com relação à placa “B” foi simulada a perda de pré-carga que ocorre no motor em funcionamento. Os parafusos utilizados no dispositivo foram os mesmos parafusos que são utilizados no motor em estudo. A arruela foi montada no parafuso 5. O parafuso 5 e a arruela foram instrumentados com strain gages para registrar as deformações do parafuso e da deformação da arruela com material superelástico.

O teste foi feito com a aplicação de 100 kN ao parafuso 5. A perda de pré-carga é simulada com a alteração da distância entre as placas “A” e “B” que foi induzida através do aperto dos parafusos 1, 2, 3 e 4. Ao aplicar os 100 kN as colunas C,D,E e F não se movimentam pois as molas colocadas no final de cada coluna foram projetados para suportar cargas de até 130 kN (32,5 kN por coluna). A movimentação da placa “A” com relação à placa “B” só foi possível com o aperto dos parafusos 1 (coluna E), 2 (coluna F), 3 coluna (D) e 4 (coluna C). O controle da distância deslocada entre as placas “A” e “B” foi feito com transdutor de deslocamento com caixa cilíndrica linear (Gefran PZ 34).

Os strain gages utilizados foram os CEA-13-125 UW-120 da Marca MM - Micro measuments Division

Permitem deformações de até 5% Cola utilizada:Super bonder 496

29

Ao aplicar os 100 kN ao parafuso 5 o parafuso foi tracionado e a arruela comprimida, conforme indicado na figura 23. Após a estabilização da força de aperto aplicada pelo parafuso, foi feita a movimentação entre as placas “A” e “B” para simular a perda de pré-carga no parafuso e registrar o efeito da arruela no sentido de minimizar ou eliminar a perda inserida pela movimentação das placas. Com o controle da distância deslocada entre as placas A e B foi calculado teoricamente (utilizando o deslocamento e a resiliência do parafuso) quanto de pré-carga deveria se ter com o deslocamento aplicado e verificado pela instrumentação do parafuso o quanto ele perdeu de pré-carga efetivamente. Foi feito então um comparativo entre o que perdeu e o quanto ele deveria ter perdido em função do deslocamento aplicado.

Figura 22 – Ilustração do dispositivo para avaliação da minimização das perdas de pré-carga pela arruela construída com material superelástico

30

Figura 23 – Ilustração do dispositivo indicando o alongamento do parafuso e a compressão da arruela

O acompanhamento da variação das forças de aperto ao longo do tempo no parafuso, a deformação de compressão aplicada à arruela e o deslocamento entre as placas A e B do dispositivo são registrados com o equipamento Lynx ADS2000, figura 24.

Figura 24 – Aparelho Lynx ADS 2000 para aquisição das forças de aperto, deformação de compressão da arruela e deslocamento da placa “A” em relação à placa “B” ao longo do tempo

Compressão da arruela

31 4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

Foram feitas avaliações das perdas de pré-carga sem a utilização de material superelástico para a possível minimização e com a utilização da arruela.

4.1. Avaliação das perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material superelástico

Foram feitas avaliações da perda de pré-carga durante a montagem do parafuso no motor e após a rodagem do mesmo motor.

4.1.1. Durante a montagem

Foi registrada a perda de pré-carga inicial, ou seja, logo após aplicação do torque em etapas, conforme mostrado na figura 25. Foi observado que logo após a aplicação de cada etapa de aperto (60Nm + 150Nm + 204Nm + 110º ) estabelecida para este parafuso, instantaneamente observa-se uma perda de carga. Após a aplicação de todas etapas de torque ainda houve uma perda de pré-carga de aproximadamente 9% até que as forças se estabilizem.

32

Figura 25 – Perda de pré-carga ao longo do tempo - Amostra de um parafuso referente a um motor de 9,3 litros

4.1.2. Perdas de pré-carga sem a utilização da arruela em material superelástico após o inicio de funcionamento do motor

Para a avaliação da perda de pré-carga ao longo do tempo com a utilização do equipamento de ultrassom houve a necessidade de construir a curva característica força x alongamento do parafuso.

Foi levantado um número significativo de pontos, força (DTT) x alongamento (Ultrassom) para a construção da curva, conforme figura 26. Foi feita também a curva força x alongamento percentual, conforme figura 27.

0 20 40 60 80 100 120 140 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 F r o ç a (k N ) Tempo (segundos) Força x tempo

110º - etapa final do torque

204Nm 150Nm

60Nm

33

Figura 26– Curva característica força x alongamento do parafuso

Figura 27 – Curva característica força x alongamento percentual do parafuso

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 F o r ç a ( k N ) Alongamento (mm) Força x alongamento 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 0 0,2 0,4 0,6 0,8 F o r ç a ( k N ) Alongamento percentual (%) Força x alongamento percentual

34

Os resultados encontrados estão de acordo com o esperado para as deformações percentuais de aços convencionais, ou seja, considerando-se como limite de proporcionalidade 0,2% de alongamento.

Os valores levantados foram usados para o cálculo das forças de aperto durante os testes do motor em dinamômetro.

O motor rodou em teste de termochoque por 100 horas e foram registradas as forças de aperto com 25, 50 e 100 horas de funcionamento. Todas as medições foram feitas com o motor frio e estão registradas na tabela 2.

Tabela 2 - Perda de pré-carga de 26 parafusos do cabeçote do motor D08804640 com 9,3 litros de cilindrada

Montagem Teste de

produção 25 horas 50 horas 100 horas

kN kN kN kN kN % 1 124 111 106 105 103 17 2 123 112 105 105 104 15 3 123 111 106 105 104 15 4 121 110 101 101 100 17 5 120 109 102 100 99 18 6 135 122 117 116 115 15 7 129 116 109 109 109 16 8 128 114 107 106 105 18 9 130 115 109 108 107 17 10 126 114 109 108 107 15 11 130 123 117 117 117 10 12 132 120 111 111 111 16 13 125 112 104 104 103 17 14 126 113 109 108 107 15 15 129 118 111 111 111 14 16 130 117 109 108 106 18 17 129 116 109 108 108 16 18 128 116 109 109 108 15 19 126 117 110 109 109 14 20 128 115 109 107 105 18 21 127 116 107 107 107 16 22 132 121 116 115 113 15 23 133 121 112 112 111 16 24 131 119 113 113 114 13 25 129 117 107 108 108 16 26 127 117 109 108 107 15 Média 128 116 109 108 108 16 Parafuso Força Perda de pré-carga

35

Foi observada uma perda de pré-carga de 9,37% entre a montagem e o teste de produção, 6,03 % entre o teste de produção e as primeiras 25 horas em teste de termochoque, 0,92 % entre 25 horas e 50 horas de teste e entre 50 horas e 100 horas de teste não se observou queda média das forças de aperto. A perda de pré-carga média foi de 16%.

4.1.3. Perdas de pré-carga total no sistema atual sem a arruela em material superelástico

A perda total de pré-carga é a soma das perdas registradas nas duas etapas, ou seja, a perda logo após a montagem e a perda após os testes de dinamômetro.

Para o motor em estudo foram encontrados valores de pré-carga de 9% logo após a montagem do motor e valores entre 15% e 18 % após a rodagem do motor.

O valor total da perda de pré-carga até 100 horas de funcionamento foi de 24 % a 27%.

4.2. Avaliação das perdas de pré-carga com a utilização da arruela em material superelástico

A partir de barras oriundas do lingote VIM 51 foram preparados amostras para os ensaios de compressão e confecção da arruela

4.2.1 Caracterização do material superelástico com a utilização de medidor de deslocamento LVDT

Nos ensaios de compressão foram levantadas as curvas força x deslocamento e tensão x deslocamento percentual usando o LVDT para medição do deslocamento. Antes do ensaio de compressão, a amostra foi solubilizada a 850º C por 30 minutos e resfriado em água. O corpo de prova foi usinado com as seguintes dimensões: diâmetro de 9,215 mm e comprimento de 8,933 mm. Após a usinagem, foi feito novo tratamento térmico de 150ºC por 15minutos e resfriado em água para alívio de tensões. O resultado do ensaio esta apresentado na Figura 28.

36

Figura 28 – Força x deformação da liga VIM 51 feito a temperatura ambiente até carga de 75 kN Verifica-se que para uma carga de 75kN o material sofreu uma compressão de quase 0,5mm ou aproximadamente 5,5% de deformação. Com o alívio da carga, houve uma recuperação de forma retornando a 0,14mm ou deformação residual de aproximadamente 1,5%. Infelizmente este resultado está errado, pois se descobriu posteriormente que o LVDT estava superestimando à deformação. A deformação real é em torno de quatro vezes menor.

Visando obter a propriedade de superelasticidade da arruela, o corpo de prova foi submetido ao tratamento térmico de 850º C por 30 minutos e resfriado em água e em seguida foi aplicado o tratamento térmico de memorização a 450º C por 30 minutos e resfriado em água. Na verdade é um tratamento de envelhecimento.

Após o tratamento térmico de memorização foram realizados novos ensaios de força x deslocamento com forças de aperto de 105kN, pré-fixadas. Esta é a carga de aperto dos parafusos. A figura 29 mostra o resultado da forças x deslocamento até 105kN. Verifica-se que

0 10 20 30 40 50 60 70 80 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 F o r ç a ( k N ) Deslocamento (mm) Força x deslocamento (75kN)

37

houve uma mudança considerável no formato da curva tendendo para o material após envelhecimento a 450°C por 30 minutos com a ressalva de que existe um erro de medida no deslocamento.

Figura 29 – Força x deformação da liga NiTi em temperatura ambiente até 105 kN

4.2.2. Cálculo da arruela com material superelástico

Considerando que é utilizado a força de 100kN e que as tensões são da ordem de 1290 N/mm2, para se obter as deformações desejadas na arruela (0,64mm) projetou-se a arruela com uma seção reta de 77,4 mm2 correspondendo a um diâmetro interno de 16,2 mm e diâmetro externo de 19,0 mm. O comprimento útil, de área 77,4 mm2, que sofre as deformações de compressão foi definido em 8,0mm para conseguir a deformação esperada de 0,64 (que corresponde a 8% de deformação) conforme esquematizado na Figura 30. A arruela foi feita com

0 20 40 60 80 100 120 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 F o r ç a ( k N ) Deslocamento (mm) Força x deslocamento

38

perfil de um carretel no sentido de não ultrapassar o limite de escoamento nas contra-peças (parafuso e dispositivo). A arruela está mostrada na Figura 31. A arruela foi usinada a partir de barra de 30 mm de diâmetro. Vale ressaltar que houve dificuldades na usinagem devido à alta resistência do material gerando alto desgaste nas ferramentas de corte.

Figura 30 – Desenho da arruela tipo carretel Figura 31 – Arruela em NiTi

Avaliação da arruela

A arruela foi instrumentada com strain gage e montada no dispositivo e conforme seqüência de testes estabelecida anteriormente, ou seja, aplicado os 100kN ao parafuso 5 (parafuso central) do dispositivo foi medido em tempo real as deformações ocorridas na arruela e no parafuso. Em seguida, os parafusos laterais foram aliviados simulando a perda de carga no parafuso central.

Para o parafuso foi estabelecida a deformação para gerar os 100 kN e considerando:

Tensão = deformação (µstrain) x módulo de elasticidade (MPa) e

Força = deformação x módulo de elasticidade x área de colagem do Strain gage (mm2)

O módulo de elasticidade utilizado para o parafuso foi 203000 MPa e área da região de colagem do strain gage de 145 mm2 . A deformação esperada para alcançar os 100kN foi de 3397 µstrains.

39

Figura 32 – Gráfico de deformação (µstrain em função do tempo) para arruela e o parafuso com o comportamento da arruela na recuperação da perda de pré-carga

A parte superior do gráfico da figura 32 representa as deformações encontradas no parafuso e a parte inferior representa as deformações de compressão da arruela. A deformação encontrada na arruela para as cargas de 100kN não correspondeu aos resultados de deformação que foram encontrados nos ensaios tensão x deslocamento feitos com o LVDT. Para as tensões aplicadas de 1290 N/mm2 na qual deveria se ter aproximadamente 7,6 % de deformação, encontrou-se aproximadamente 0,62% (6200µstrain) o que comprova o erro de leitura no LVDT. Vale salientar que a arruela recuperou a forma voltando a zero conforme pode ser observado no gráfico da Figura 32 após o alívio da carga no parafuso central.

40 Figura 33 – Gráfico de força e deslocamento

Foram feitos cálculos da força de aperto com a utilização da resiliência do parafuso e o deslocamento registrado para a perda de pré-carga que foi simulada nos trechos da curva AB, BC e CD indicados na figura 33. Este cálculo foi feito dividindo-se o deslocamento registrado pela resiliência do parafuso. Os deslocamentos encontrados nos trechos AB, BC e DC foram 0,04mm, 0,11mm e 0,10mm, respectivamente. Utilizando a resiliência calculada de 0,000007 mm/N (δ= L (comprimento)/E(modulo elasticidade) x área), foram obtidas as forças para o trecho AB (5714N) , trecho BC (15714N) e trecho CD (14286N). Comparando-se estas forças às medidas com strain gage no trecho AB (5833N) , trecho BC (15833N) e trecho CD (14166N) não foi observado nenhum ganho. As diferenças existentes entre elas foram consideradas desprezíveis. Confirma-se assim que não houve a minimização das perdas de pré-carga simuladas. Como os resultados encontrados não corresponderam aos resultados encontrados nos ensaios de compressão feitos com o LVDT, produziu-se novas amostras para avaliação de deformação com instrumentação por strain gages.

A

B

C

41

4.2.3. Caracterização do material com corpos de prova instrumentados com strain gages

A partir desta deste ponto, foi iniciada uma nova etapa com novas amostras envolvendo tratamento de solubilização e envelhecimento e executando-se os ensaios de compressão com strain gage coladas à amostra. A Tabela 3 mostra os ensaios realizados de tratamento térmico nas novas amostras.

Tabela 3 – Tratamento térmico de solubilização e envelhecimento em novas amostras da liga VIM 51.

O ensaio de compressão foi iniciado com a amostra 2 (750°C_450°C) com célula de carga de até 250kN. Os resultados de medida da deformação no corpo de prova e aquele obtido pelo LVDT podem ser vistos na Figura 34. Neste ensaio objetivou-se alcançar os 120kN necessários simulando necessidade de carga de aperto no parafuso. Dois fatos devem ser observados neste ensaio: a comprovação da diferença na deformação nos dois métodos de medida. A deformação real é muito menor que a deformação medida no LVDT, portanto superestimando a deformação e comprovando resultado encontrado no ensaio de compressão da arruela. Esta diferença foi devida às acomodações de folgas e deformações que ocorrem nas contra-peças do equipamento que aplica a carga. O segundo aspecto se refere à carga de 120kN que provoca uma deformação real relativamente pequena, um pouco acima de 10.000µstrain (1%). Para esta deformação, a recuperação foi total. Os ensaios que se seguiram foram sempre feitos com o strain gage para a medição das deformações.

Solubilização Envelhecimento

Amostra Temperatura Temperatura

1 750°C não 2 750°C 450°C 3 750°C 500°C 4 750°C 550°C 5 850°C não 6 850°C 450°C 7 850°C 500°C 8 850°C 550°C

42

Figura 34 – Ensaio de compressão na amostra 2 - 750ºC/450°C – LVDT x strain gage

A segunda amostra ensaiada foi a amostra 1, simplesmente solubilizada 750ºC (comprimento inicial de 25,7 mm e diâmetro de 13,65 mm). Objetivou-se nesta amostra atingir 4% de deformação independente da carga alcançada. Neste aspecto, a célula de carga de 250kN foi substituída por uma de 500kN. Conforme pode ser observada na Figura 35, a amostra solubilizada apresentou comportamento de um material parcialmente martensítico. Isto é previsível uma vez que a temperatura Mi desta amostra é de 55°C e o ensaio foi feito a temperatura ambiente em torno de 25°C. Observe se que mesmo assim, houve uma recuperação de forma de 2,5% para uma deformação total de quase 4%. A tensão máxima atingida foi pouco acima de 1.000MPa. 0 20 40 60 80 100 120 140 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 F o r ç a ( k N ) Deslocamento (µ strain) Força x deslocamento 750_450_3 LVDT